某定向井φ139.7 mm鉆桿接頭刺漏原因

余世杰，徐昌學，陳 猛，歐陽志英

(上海海隆石油管材研究所，上海 200949)

0 引 言

石油鉆桿是井下鉆柱的重要組成部分，長度約占整個鉆柱的80%。在油氣開采中，鉆桿受復合交變載荷、井身結構和環境介質的影響，常發生多種形式的失效；鉆桿刺漏是主要的失效形式之一[1-2]。由于早期鉆桿生產制造技術比較落后，鉆桿刺漏失效主要集中在鉆桿內加厚過渡帶區域附近；隨著加厚技術的改善，鉆桿的刺漏敏感區從應力集中明顯的加厚過渡帶區域向管體及其他區域轉移[3-5]。在一些定向井、大位移井的造斜井段，內螺紋接頭臺肩根部因受較大旋轉彎曲應力作用而成為刺漏失效的敏感區[6-7]。

某淺定向井在鉆井作業時發生了鉆桿刺漏，該井井深為5 696 m，距離井口500 m處為造斜點，最大傾斜角約42.98°。在鉆頭鉆至5 101 m深度時，泵壓從27 MPa下降至21 MPa，在起下立柱第28柱上單根發現一根鉆桿在內螺紋接頭18°吊卡臺肩根部(18°坡口下根部)發生刺漏，刺漏點距離井口約810 m，井斜角約25°，井眼全角變化率約3.2(°)/30 m。

該失效鉆桿采用摩擦焊接，發生刺漏時鉆具組合為鉆頭φ215.9 mm×0.3 m+螺桿(1.25°)φ172 mm×7.94 m+浮閥411/410×0.6 m+穩定器φ210 mm×1.54 m+隨鉆測量儀(MWD)φ170 mm×0.8 m+無磁鉆桿φ172 mm×18.49 m+加重鉆桿φ127 mm×717.02 m+鉆桿φ139.7 mm×10.54 mm,鉆井時鉆壓力在3060 kN，鉆桿轉速為80 r·min-1，鉆井液排量30 L·s-1，泵壓在2630 MPa，泥漿密度1.57 g·cm-3，含沙量為0.3%(體積分數)，pH為9.0；刺漏鉆桿規格為φ139.7 mm×10.54 mm，焊徑區域壁厚為19.0 mm，焊接接頭規格為5-1/2FH。為找到鉆桿刺漏的原因，作者對其進行了失效分析。

圖4 失效鉆桿裂紋附近區域的表面宏觀形貌和截面顯微組織Fig.4 Surface macromorphology and section microstructure of region near crack of failed drill pipe: (a) macromorphology; (b) microstructure and (c) largement of figure (b)

1 理化檢驗及結果

1.1 宏觀形貌

由圖1可以看出，失效鉆桿表面存在黃色鐵銹，刺孔呈啞鈴狀，去除刺孔周圍鐵銹后，發現刺孔中心所在的圓周上存在一圈劃痕，刺孔兩端的裂紋沿著劃痕擴展。經測量，鉆桿摩擦焊接頭的大鉗外徑為190.5 mm，焊徑外徑為140.2 mm，焊徑區域壁厚為19.0 mm，均滿足API Spec 5DP要求。刺孔位于鉆桿內螺紋接頭18°吊卡臺肩根部，靠近焊縫區域，距離接頭密封端面約35.5 mm，刺孔周向最長約33 mm，軸向最長約12 mm。

對失效鉆桿外表面進行磁粉探傷。由圖2可以看出：刺孔處鉆桿周向均存在裂紋，加上刺孔周向長度，整條裂紋在鉆桿外壁的實際長度約135 mm；在距離刺孔上邊緣約65 mm的區域也可見長約10 mm的裂紋，裂紋也沿周向分布，如圖中箭頭所示。該鉆桿遠離刺孔的其他區域沒有出現此類缺陷。

圖1 失效鉆桿表面宏觀形貌Fig.1 Surface macromorphology of failed drill pipe：(a) overall morphology；(b) puncture hole region and (c) scratch on circumference of puncture hole center located

圖2 失效鉆桿表面的裂紋形貌Fig.2 Morphology of crack on surface of failed drill pipe

將失效鉆桿縱向剖開，觀察鉆桿內壁的宏觀形貌，由圖3可以看出，鉆桿內壁的涂層完好，刺孔周圍的涂層也未存在破壞跡象。經測量，內壁刺孔周向長度約25 mm，軸向長度約5 mm。

圖3 失效鉆桿內壁宏觀形貌Fig.3 Macromorphology of inner wall of failed drill pipe

1.2 顯微組織

根據GB/T 13298-2015，在失效鉆桿上垂直于裂紋擴展方向截取尺寸為60 mm×20 mm的全壁厚金相試樣，經磨拋，采用體積分數為4%的硝酸酒精溶液腐蝕，在GX51型倒置光學顯微鏡下觀察縱截面顯微組織。由圖4可以看出：裂紋兩側組織均為均勻分布的回火索氏體，無明顯脫碳現象;裂紋長度約1.1 mm，整體較平直，呈階段性擴展，推測該裂紋為疲勞裂紋。

在失效鉆桿刺孔正對面(約180°)的位置，垂直于劃痕方向截取尺寸為50 mm×20 mm的全壁厚金相試樣，試樣的制備方法同前，在顯微鏡下觀察縱截面顯微組織。由圖5可以看出，劃痕底部可見裂紋，裂紋尖端呈沿晶擴展趨勢，裂紋兩側組織無明顯變化，均為回火索氏體。經測量，劃痕深度約90 μm，寬度約450 μm，裂紋長度約130 μm。

圖5 失效鉆桿表面刺孔正對面位置的截面顯微組織Fig.5 Section microstructure of directly opposite from puncture hole on surface of failed drill pipe

根據GB/T 13298-2015，對失效鉆桿刺孔附近區域的夾雜物和晶粒度進行評級，得到夾雜物等級為0.5B，0.5C，0.5D，晶粒度為8.0級，符合API Spec 5DP-2009要求。

1.3 斷口形貌

圖6 失效鉆桿斷口宏觀形貌Fig.6 Macromorphology of fracture of failed drill pipe

圖7 失效鉆桿靠近刺孔邊緣正常區域斷口的SEM形貌Fig.7 SEM morphology of fracture of normal region near puncture hole edge of failed drill pipe

采用機械方式沿刺孔和周向裂紋將鉆桿打開，觀察刺孔和裂紋面形貌。由圖6可以看出：刺穿的斷面分為兩個區域(Ⅰ和Ⅱ)，區域Ⅰ斷面不平整，局部存在較多的腐蝕產物，這是由于刺穿后受到高壓泥漿的沖刷腐蝕作用，金屬發生了嚴重的腐蝕；區域Ⅱ較為平整，表面腐蝕產物較區域Ⅰ的少；銀灰色區域Ⅲ為靠近刺孔邊緣正常位置的斷口。由圖7可以看出，正常位置及其與刺孔交界處的斷口均存在較多韌窩，呈韌性斷裂形貌，表明鉆桿塑性較好，斷口分布有少量腐蝕產物，交界處可見疲勞輝紋，方向與裂紋擴展方向垂直。

由于高壓泥漿的沖刷腐蝕作用，裂紋萌生位置已被沖蝕。根據斷口形貌推斷刺穿的裂紋萌生于鉆桿接頭18°吊卡臺肩根部外壁，為疲勞裂紋。鉆桿在井下服役時受到周期性的彎曲作用力，疲勞裂紋沿徑向擴展，直至刺穿，如圖8所示。扇形頂部為鉆桿受外力作用形成的初始裂紋，即疲勞裂紋源，中部區域為疲勞裂紋擴展區，裂紋擴展時形成了疲勞輝紋，下部區域為瞬斷區。

圖8 疲勞裂紋擴展示意Fig.8 Diagram of fatigue crack growth

1.4 化學成分

采用ARL 4460 OES型直讀光譜儀測試失效鉆桿焊接接頭的化學成分。由表1可以看出，失效鉆桿接頭的化學成分符合API Spec 5DP-2009要求(標準中只規定了磷、硫元素，其他成分未做規定)。

1.5 力學性能

在失效鉆桿接頭焊縫區域分別截取尺寸為100 mm×15 mm×19.0 mm的硬度試樣和尺寸為10 mm×10 mm×55 mm的V形缺口夏比沖擊試樣，在600MRD型數顯洛氏硬度計上進行硬度測試，采用JBN-300型擺錘沖擊試驗機，根據ASTM E23-2007ael進行沖擊試驗(試驗溫度21 ℃)。由表2和表3可以看出，失效鉆桿接頭焊縫的沖擊韌性和硬度均符合API Spec 5DP-2009要求。

表1 失效鉆桿接頭的化學成分(質量分數)Table 1 Chemical composition of joint of failed drill pipe (mass fraction) %

表2 失效鉆桿接頭焊縫的沖擊吸收功Table 2 Impact energy of weld seam of joint offailed drill pipe J

表3 失效鉆桿接頭焊縫的硬度Table 3 Hardness of weld seam of joint offailed drill pipe HRC

2 刺漏原因分析

由理化檢驗結果可知，失效鉆桿的刺孔位于鉆桿接頭18°吊卡臺肩根部，靠近焊縫區域，裂紋萌生于該區域外壁；裂紋兩側為回火索氏體，無異常組織；焊接接頭尺寸、化學成分，接頭焊縫區域的沖擊韌性、硬度以及刺孔附近區域的夾雜物和晶粒度均符合標準，不是導致刺漏的原因[8]。

事故井為淺定向井，在距離井口約500 m處為造斜點。在φ139.7 mm鉆桿焊接區域厚壁段，壁厚約19.05 mm，接近正常管體壁厚10.54 mm的2倍。管段的剛性隨管體壁厚的增加而增加，不同壁厚的管段鉆進到造斜點時，彎曲相同的角度，壁厚大的管段所需的彎曲力較大，因此該厚壁段通過造斜點時的彎曲力矩較其他區域的大[9-11]。根據管材彎曲力矩公式：

(1)

式中：M為彎曲力矩；σs為屈服應力；t為管壁厚度；r為管材彎曲半徑；B為應變剛模數；ρ為彎曲中性層曲率半徑。

由式(1)可以看出，管材的彎曲力矩與壁厚呈正相關，壁厚增加1倍時，力矩也基本上增加1倍，這也說明該失效鉆桿焊接區域厚壁段通過造斜點時受到的彎曲力矩較其他區域的大。

由表4可以看出，井深在550～1 087 m之間的井段存在井斜角度的變化，鉆桿在該井段同時承受較大的拉伸和彎曲載荷，容易產生疲勞失效。失效鉆桿接頭的刺漏點距離井口較近，約810 m，且存在一定的井眼全角變化率，井斜角約25°，井眼全角變化率約3.2(°)/30 m，鉆桿鉆進550 m時開始受到彎曲應力作用，發生彎曲，彎曲幅度隨彎曲應力的增大而增大。

表4 定向井軌跡設計Table 4 Design of directional well trajectory

圖9 失效鉆桿接頭18°吊卡臺肩區域應力分布Fig.9 Stress distribution of 18° elevator shoulder area of joint of failed drill pipe: (a) circumferential surface and (b) longitudinal profile

采用有限元模型對鉆桿接頭進行模擬，建立三維模型，分析鉆桿接頭18°吊卡臺肩在一定受力狀態下的應力分布情況。假設鉆桿加載拉伸載荷為2.55×106N(根據鉆井信息記錄最大鉤載2 800 kN，減去刺漏鉆桿上方鉆柱浮重后約250 kN)；根據DS-1,計算得到接頭18°吊卡臺肩附近的彎曲力矩為21 427 N·m；管體加厚過渡帶彎曲力矩為2 160 N·m，扭矩為4×104N·m，計算鉆桿管體加厚段和接頭18°吊卡臺肩區域的應力分布情況。由圖9可以看出，在整個鉆桿內螺紋接頭外壁，在18°吊卡臺肩根部的過渡圓弧位置發生應力集中，最大應力為623 MPa。

在鉆桿接頭18°吊卡臺肩根部存在2道較深的周向劃痕，根據磁粉檢測結果發現刺孔及裂紋均沿著劃痕周向擴展。劃痕底部裂紋的金相分析結果表明，裂紋長度不一，部分裂紋長度為100～400 μm，部分裂紋長度達1 100 μm，裂紋尖端附近出現疲勞輝紋，裂紋呈疲勞擴展特征，推斷內螺紋接頭18°吊卡臺肩根部的劃痕是導致鉆桿接頭刺漏的重要原因。

在鉆桿服役過程中，旋轉鉆進時井下地層巖石和鉆桿接頭大鉗部位及管體中部區域摩擦接觸的概率較大，鉆桿接頭18°吊卡臺肩根部位于鉆桿結構的凹陷部位，不易與井壁接觸，因此臺肩根部的劃痕不是鉆桿在井下與巖石摩擦產生的，而是鉆桿加工制造過程中，對焊縫區域修磨時產生的。

鉆桿接頭18°吊卡臺肩根部為整個鉆桿接頭外壁的應力集中區域，臺肩根部存在劃痕時，應力進一步集中，鉆桿通過造斜點時劃痕底部的應力很可能會大于鉆桿的強度，使劃痕底部萌生疲勞裂紋。鉆桿在500～810 m的鉆進過程中，由于井身存在一定的井眼全角變化率，鉆桿受周期旋轉的彎曲作用力，給劃痕底部疲勞裂紋的擴展提供了條件。鉆桿繼續鉆進，受到的彎曲應力逐漸增大，裂紋擴展速率加快，在鉆進810 m時刺穿整個壁厚，導致刺漏失效。材料的疲勞壽命包括裂紋萌生和裂紋擴展壽命，前者占疲勞總壽命的80%以上，后者則較短，初始疲勞裂紋越長，應力幅越大，裂紋擴展階段的壽命越短。臺肩根部的部分初始疲勞裂紋較長，說明應力幅較大，裂紋一旦形成，極易刺穿整個壁厚。

3 結論及建議

(1) 鉆桿在服役過程中受到較大的彎曲應力，鉆桿內螺紋接頭18°吊卡臺肩根部產生應力集中，同時臺肩根部存在周向劃痕，導致疲勞裂紋萌生并擴展；鉆桿鉆進過程中彎曲應力增大，裂紋擴展速率加快，刺穿整個壁厚導致刺漏失效。

(2) 建議優化鉆桿結構，并在鉆桿的加工制造過程中嚴格控制加工工藝，避免產生劃痕，同時減緩鉆桿吊卡臺肩根部的應力集中。